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DOI: 10.1002/stab.201410154

1 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau 83 (2014), Heft 5, S. 302--- 308

Mit dem Ziel, Slim-Floor-Träger möglichst wirtschaftlich als Ver-bundträger auszubilden, wurden zur Übertragung der Längsschub-kräfte in der Verbundfuge tiefliegende Betondübel untersucht. Pilotversuche im Jahre 2009 belegten das große Potenzial dieser neuen Bauweise, machten aber auch deutlich, dass bestehende Bemessungsmodelle für Betondübel hier nicht ohne weiteres verwendet werden können. Im Jahr 2011 wurden weitere Ver-suche durchgeführt, um den bereits untersuchten Anwendungs-bereich der Betondübel bei Slim-Floor-Trägern zu erweitern und eine allgemeine bauaufsichtliche Zulassung für die Verwendung von tiefliegenden Betondübeln zu erwirken. Die Versuche bestä-tigten das duktile Verhalten der Betondübel und die Analyse der Versuchsergebnisse führte zu der Erkenntnis, dass sich die Trag-last im Wesentlichen aus den Anteilen einer in den Dübel laufen-den Betondruckstrebe, der Tragfähigkeit der Dübelbewehrung und aus Reibung zusammensetzt. Im vorliegenden Beitrag wird speziell der Einfluss der Betondruckfestigkeit auf die Traglast er-läutert, da in den Versuchen eine höhere Betondruckfestigkeit nicht zwangsläufig auch zu einer höheren Traglast geführt hat. Aus den Versuchsergebnissen wurden Empfehlungen für die cha-rakteristische Längsschubtragfähigkeit der tiefliegenden Beton-dübel im untersuchten Anwendungsbereich abgeleitet. Im Beitrag gegebene Hinweise zum Entwurf fördern die wirtschaftliche An-wendung der entwickelten Verbund-Slim-Floor-Träger (CoSFB), deren Potenzial durch Projektbeispiele demonstriert wird.

Analysis of the composite action of concrete dowels – Applica-tion of concrete dowels for slim-floor construction (CoSFB). With the aim to design slim-floor beams more economically, acting as composite beams, concrete dowels have been investigated to transfer the longitudinal shear force. First pilot tests executed in 2009 have demonstrated a great potential of this new construc-tion system. It has also shown that the existing models for con-crete dowels cannot be directly applied. Consequently, further test campaign has been carried out in 2011 to extend the already examined application range of the concrete dowels with slim-floor beams and to obtain General Technical Approval from the Deutschen Institut für Bautechnik (DIBt - German Institute for Civil Engineering). Through out all the tests, a ductile behaviour of concrete dowels has been confirmed. The analysis of the test re-sults leads further to the conclusion that the ultimate load bearing capacity is mainly composed of three bearing parts: a concrete compression strut running into the dowel, resistance of the rein-forcement bar and friction. In this paper, an influence of the con-crete compressive strength on the load bearing capacity of the shear connection is specifically explained, since the experiments showed that a higher concrete compressive strength has not necessarily led to a higher load bearing capacity of the dowels. From the experimental results recommendations for the charac-

Untersuchungen zur Verbundwirkung von BetondübelnAnwendung von tiefliegenden Betondübeln bei Slim-Floor-Konstruktionen (CoSFB)

Matthias BraunOliver HechlerRenata Obiala

teristic longitudinal shear capacity of the concrete dowels in the examined application were derived and are presented in here. The paper also provides guideline to the design, promoting eco-nomic application of the developed composite slim-floor beam (CoSFB), whose potential is demonstrated by examples of real-ized projects.

1 Einleitung

Im Verbundbau wird das wirtschaftliche Zusammenwir-ken von Baustahl- und Betonquerschnitt durch das Über-tragen der Längsschubkräfte in der Verbundfuge erzielt. Neben den üblichen Kopfbolzendübeln haben sich Be-tondübel zur Sicherstellung des Verbundes bewährt. Be-tondübel übertragen die Längsschubkräfte vom Baustahl in den Beton über mit Beton verfüllte Ausnehmungen in Stahlbauteilen [1]. Als tiefliegende Betondübel werden sol-che definiert, bei denen ein Ausbrechen des Betons nicht auftritt (Ausstanzen nach [1]). Der Einsatz von tiefliegen-den Betondübeln, wie z. B. Stegbohrungen mit durchge-führter Querbewehrung bei teilweise einbetonieren Stahl-querschnitten (WiB Walzträger im Beton), ist bereits seit Jahrzehnten im Brückenbau etabliert. Von den rund 31000 Eisenbahnbrücken der Deutschen Bahn AG sind ca. 25 % als WiB-Brücken ausgeführt [2]. Folgt man den Festlegun-gen nach [3], dürfen auf Basis empirischer Ergebnisse für die WiB-Bauweise die Einflüsse aus dem Schlupf zwischen dem Baustahl- und dem Betonquerschnitt vernachlässigt werden. Im üblichen Hochbau haben sich Betondübel bis dato jedoch noch nicht durchgesetzt. Erste Entwicklungen liegen durch die seit 1991 bauaufsichtlich zugelassene Per-fobondleiste vor, bei der bereits geschlossene Ausnehmun-gen (Lochleiste) durch einen Bemessungsansatz erfasst wur-den [4].

Um Slim-Floor-Träger möglichst wirtschaftlich als Ver-bundträger auszubilden, ist die Verwendung von Beton-dübeln sehr vielversprechend. Durch sie kann der Verbund gesichert werden, und zwar ohne erhebliche Mehrkosten in der Fertigung zu verursachen oder die Konstruktions-höhe des Deckensystems zu erhöhen. Neben ihrer hohen Tragfähigkeit und ihrem duktilen Verhalten ist vor allem ihre Wirtschaftlichkeit von Vorteil. Um die Anwendbarkeit von Betondübeln für Verbund-Slim-Floor-Träger (CoSFB Composite Slim-Floor Beam) zu überprüfen, führte Arcelor-Mittal bereits 2009 Versuche zu dieser neuen Bauweise durch ([5], [6]). Das Versuchsprogramm beinhaltete zwei

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M. Braun/O. Hechler/R. Obiala · Untersuchungen zur Verbundwirkung von Betondübeln

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jeweils nur ein Parameter variiert. In jeder Serie wurden drei Push-out-Versuche durchgeführt. Die angegebenen Werte für fc,cyl und die der erzielten Traglast Pmax stellen hierbei jeweils den Mittelwert der entsprechenden Dreier-serie dar. Es ist direkt ersichtlich, dass die erzielten Tragfä-higkeiten den Schluss einer linearen Zunahme der Tragfä-higkeit in Abhängigkeit der Betondruckfestigkeit nicht zu-lassen. Somit decken die in [1], [7], [8] und [9] angegebenen Bemessungsmodelle den hier vorgesehenen Anwendungs-bereich nicht ab.

2.2 Versuchsbeschreibung

In Bild 2 sind die Versuchskörper schematisch dargestellt. Die Pressenlast P wurde über einen Querträger und Last ein-leitungsplatten in die Stahlbauteile eingeleitet. Die beiden Hälften des Versuchskörpers wurden zum gleichen Zeit-punkt und liegend betoniert, später wurden sie zum end-gültigen Versuchskörper zusammengeschweißt. Somit ent-spricht die Lage der Versuchskörper beim Betonieren auch der späteren Betonierlage der Bauteile auf der Baustelle. Je Push-out-Körper und -Seite wurden fünf Lagen Dübelbe-wehrung angeordnet. Zur Messung der Dehnungen der Be-wehrungsstäbe wurden an ausgewählten Stellen ein bzw. zur Erfassung möglicher Stabbiegung drei DMS angeord-net. Der Schlupf zwischen Walzprofil und Beton wurde an zwei Stellen gemessen (d1 und d2). Die Dübelbewehrung verbindet das Walzprofil mit den Betongurten, wobei nicht nur die Stegbohrung, sondern stets die komplette Kammer der Walzprofile ausbetoniert wurde (Bild 2).

Bei den Versuchen zeigten die Betondübel ein dukti-les Verhalten. Das Versagen ist stets durch Überschreiten der Bruchdehnung der Bewehrung eingetreten. Ein Versa-gen des Betons, etwa durch Abscheren, Abplatzen oder ähnlich, konnte hier nicht beobachtet werden.

3 Traglast und Tragverhalten tiefliegender Betondübel3.1 Traglast

Die Analyse der Versuche ergab, dass sich die Traglast im Wesentlichen aus den Anteilen Betondruckstrebe, Beweh-rungsstab und Reibung zusammensetzt. Im Bereich der Stegbohrungen wird die anteilige Last PD über lokale Pres-sung der Stirnfläche des Steges in den Beton eingeleitet und über Betondruckspannungen in den Betongurt weiter-geleitet. Diese Betondruckspannungen können vereinfacht zu einer Betondruckstrebe zusammengefasst werden. Der Beton direkt im Bereich der Stegbohrung unterliegt einem nahezu hydrostatischen Spannungszustand, seine Druck-

Biegeträgerversuche von 8 m Länge, mittels der das globale Trag- und Verformungsverhalten untersucht wurde. Auch wurden zwei Schubträgerversuche von 4 m Länge durch-geführt, die das duktile Verhalten der Verbundfuge bestä-tigten. Das vollplastische Verhalten der CoSFB-Träger und das Ausbilden der effektiven Breite wurden nachgewiesen. Zur Beurteilung des Trag- und Verformungsverhaltens der tiefliegenden Betondübel wurden des Weiteren zwei Serien von jeweils drei Push-out-Versuchen im Jahr 2009 durch-geführt. Belegen die Ergebnisse der Versuche das große Potenzial dieser neuen Bauweise, machen sie aber auch deutlich, dass bestehende Bemessungsmodelle für Beton-dübel (u. a. [1], [7], [8], [9]) für diese Anwendung nicht ohne weiteres verwendet werden können. Vor allem der Einfluss der Betondruckfestigkeit bedurfte zusätzlicher Überlegun-gen (s. Abschnitt 3).

Mit dem Ziel, den untersuchten Anwendungsbereich der Betondübel bei Slim-Floor-Trägern zu erweitern und eine bauaufsichtliche Zulassung für die Verwendung von tiefliegenden Betondübeln im Bereich der ausbetonierten Kammer von Walzprofilen zu erwirken, wurden im Jahr 2011 weitere Push-out-Versuche durchgeführt ([10], [11]). Hierbei wurden die für die Tragfähigkeit und das Tragver-halten maßgebenden Einflussgrößen wie Betondruckfestig-keit, Durchmesser der Bewehrung, Durchmesser der Steg-bohrung und der Stegdicke näher untersucht. In Bild 1 ist der Querschnitt des CoSFB mit Betondübel dargestellt. Zur Durchführung der Dübelbewehrung werden Bohrungen im Steg, möglichst direkt unter der oberen Ausrundung des Walzprofils, angeordnet. Der Bewehrungsstab und die Stegbohrungen werden beim Betonieren der Decke direkt mitvergossen. Die Versuche wurden an der Materialprü-fungsanstalt der Universität Stuttgart und unter Leitung von Frau Prof. Kuhlmann (Lehrstuhl für Konstruktion und Entwurf, Universität Stuttgart) durchgeführt. Im vorliegen-den Beitrag wird auf Basis dieser Versuche das Tragverhal-ten von Betondübeln bei der Anwendung mit Slim-Floor-Trägern allgemein erläutert, es wird auf Besonderheiten eingegangen und es werden Empfehlungen zur Bemessung und Konzeption gegeben.

2 Push-out-Versuche2.1 Versuchsprogramm

Im Jahr 2011 wurden insgesamt 21 Push-out-Versuche an der Materialprüfungsanstalt Stuttgart durchgeführt [10]. Eine Übersicht des Versuchsprogramms ist in Tabelle 1 dargestellt. Die Versuchsdurchführung erfolgte nach [12]. Um den Einfluss einzelner Parameter auf die Traglast zu bestimmen, wurde zwischen den einzelnen Versuchsreihen

Bild 1. CoSFB – integrierter Deckenträger in Verbundbau-weiseFig. 1. CoSFB – composite slim-floor beam

Tabelle 1. Relevante Push-out-Versuche, Stuttgart 2011Table 1. Relevant Push-out Tests, Stuttgart 2011

Serietw

mmdD mm

dbmm

hccm

fc,cyl N/mm2

PmaxkN

1a 15,5 40 12 16 26,7 1964

1b 15,5 40 12 16 55,1 1655

2-1a 7,5 40 12 15 29,5 1728

2-1b 7,5 40 12 15 58,2 1591

2-2a 15,5 25 12 14,5 32,7 2030

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kann sich verformen und wird so nicht mehr ausschließlich durch eine Querkraft, sondern ebenfalls durch eine Zug-kraft beansprucht. Paulay [15] bezeichnet diese Querzug-beanspruchung als „Kinking“ (Bild 4a). Ist die Querkraft-tragfähigkeit des Bewehrungsstabes jedoch kleiner als die aufnehmbare Betonpressung, so ist der Stab nicht in der Lage, den Beton lokal zu schädigen. In diesem Fall wird die Querkrafttragfähigkeit des Stabes maßgebend (Bild 4b).

Mit zunehmender Verformung der Bewehrung wird zusätzlich eine Reibkraft zwischen Beton und Trägersteg aktiviert (Bild 5). Die Aktivierung einer Reibkraft ist auch bei Versuchen mit Kopfbolzendübeln zu beobachten [16].

festigkeit beträgt hier ein Vielfaches der einaxialen Druck-festigkeit fck ([1], [13]). Im anschließenden Betongurt brei-ten sich die Druckspannungen aus, und da die zugehörigen Querzugspannungen hier nicht in gleichem Maße durch äußeren Querdruck begrenzt werden, ist im Betongurt die Druckfestigkeit geringer und wird auf die einaxiale Beton-druckfestigkeit fck limitiert (Bild 3).

Der Anteil der Dübelbewehrung an der Traglast hängt vom Verhältnis der Querkrafttragfähigkeit des Bewehrungs-stabes zur lokal aufnehmbaren Betonpressung ab. Ist die Querkrafttragfähigkeit des Bewehrungsstabes größer als die aufnehmbare Betonpressung, so ist der Stab in der Lage, den Beton lokal zu schädigen. Der Stab verschafft sich Raum,

Bild 2. Schematische Darstellung der Push-out-VersucheFig. 2. Push-out tests, schematic drawing

Bild 3. Verlauf der Spannungstrajektorien im Bereich der Stegbohrung [14]Fig. 3. Stress-trajectories at the web-opening [14]

Bild 4a. Querzugbeanspru-chung der Dübelbewehrung nach [15] Fig. 4a. “Kinking” of the do-wel reinforcement according to [15]

Bild 4b. Reine Querkraftbe-anspruchung der Dübelbe-wehrung Fig. 4b. Pure shear action on the dowel reinforcement

Bild 5. Verformter Bewehrungsstab nach dem VersuchFig. 5. Shape of the deformed bar after testing

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3.2 Tragverhalten

Das allgemeine Last-Verformungsverhalten wird mit dem in Bild 6 angegebenen Last-Schlupf-Verlauf für Beton 1 (fc,cyl = 26,8 N/mm2) und der für das Tragverhalten signifi-kanten Punkte A bis E erläutert.

Der Kurvenverlauf zwischen den Punkten A und B (= elastischer Bereich) ist durch eine hohe Steifigkeit ge-kennzeichnet. Eine Laststeigerung bewirkt nur eine ge-ringe Relativverschiebung und führt in diesem Bereich vornehmlich zur Stauchung des Betons im Bereich der Stegbohrung. Beton und Bewehrung beteiligen sich im Verhältnis ihrer Steifigkeit am Lastabtrag, bis schließlich die Beanspruchung der Bewehrung so groß wird, dass die Streckgrenze des Materials erreicht wird, Punkt B. Das Er-reichen der Streckgrenze kennzeichnet den Beginn des nicht-linearen Bereiches zwischen den Punkten B und C. Zwar kann zur Bestimmung der Traglast von einer gleich-mäßigen Aufteilung der Last P auf die einzelnen Lagen der Dübelbewehrung ausgegangen werden, jedoch erreichen sie im Versuch nicht alle gleichzeitig ihre Streckgrenze. Der Stab, der der Lasteinleitungsstelle am nächsten liegt (Stab in Lage 1, Bild 2), erreicht zuerst seine Streckgrenze. Die Differenz der Beanspruchung der einzelnen Beweh-rungslagen ist proportional zur Betonsteifigkeit. Je steifer der Beton ist, umso gleichmäßiger werden die einzelnen Bewehrungsstäbe beansprucht. Mit steigender Belastung erreichen dann sukzessive auch die tieferen Bewehrungs-stäbe ihre Streckgrenze, bis schließlich in Punkt C alle Be-wehrungslagen ihre Streckgrenze erreicht haben. Dies wurde durch die Auswertung der einzelnen DMS-Mess-werte in den Versuchen bestätig. Weitere Laststeigerung ist noch möglich, da der Querschnitt der Bewehrungsstäbe im nicht-linearen Bereich noch nicht vollständig plastiziert ist und somit noch über Tragreserven verfügt. Mit zunehmen-dem Schlupf wird auch der Winkel a des Stabes kleiner. Das Verhältnis von Querkraft zu Zugkraft reduziert sich,

und da die Zugkrafttragfähigkeit der Bewehrung größer als die Querkrafttragfähigkeit ist, werden zusätzliche Tragre-serven aktiviert. Auch wird mit zunehmender Stabverfor-mung eine Reibkraft aktiviert (vgl. Bild 5). Schließlich ist ab Punkt D keine Laststeigerung mehr möglich, da die Querschnitte aller Bewehrungslagen nun vollständig plas-tiziert sind. Versagen erfolgt in der Dübelbewehrung durch ein Überschreiten der Bruchdehnung (Punkt E).

3.3 Einfluss der Betondruckfestigkeit

Der Einfluss der Betondruckfestigkeit lässt sich anhand der beiden in Bild 6 dargestellten Last-Schlupf-Kurven er-läutern. Die am Versuchstag gemessene Druckfestigkeit des Betons „1“ betrug fc,cyl = 26,8 N/mm2 und die des Be-tons „2“ fc,cyl = 56,1 N/mm2. Es zeigt sich, dass eine höhere Betondruckfestigkeit nicht zwangsläufig auch zu einer hö-heren Traglast der Verdübelung führt. Wie bereits in Ab-schnitt 3.1 ausgeführt, ist die Ursache hierfür in der Art der Beanspruchung der Bewehrung zu suchen, welche direkt auf das Verhältnis der Querkrafttragfähigkeit der Bewehrung zur aufnehmbaren Betonpressung zurückgeführt werden kann. Der gewählte Bewehrungsdurchmesser von 12 mm war bei Beton „1“ in der Lage, den Beton lokal so zu schä-digen, dass eine Stabkrümmung möglich wurde. Die Dübel-bewehrung wurde auf Querzug aktiviert. Somit entzieht sich die Dübelbewehrung durch die bei Laststeigerung zu-nehmende Verformung mehr und mehr einer reinen Quer-kraftbeanspruchung. Der Versuchskörper des höherfesten Betons „2“ verbleibt zwar bis zu einem höheren Lastni-veau als der des Betons „1“ im elastischen Bereich, jedoch geht die Traglastkurve bei einer weiteren Laststeigerung recht schnell in einen nahezu horizontalen Verlauf über. Auch erfolgt das Versagen der Dübelbewehrung bereits bei einem Schlupf von ca. 16 mm, also deutlich früher als bei Beton „1“ mit einem Schlupf von ca. 26,5 mm. Das hier be-obachtete Tragverhalten ist dem von Kopfbolzendübeln im

Bild 6. Last-Schlupf-KurvenFig. 6. Load-Slip Curves

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pfranke

Durchstreichen



Reduzierung der Anzahl an Innenstützen. So entstehen große, stützenfreie Räume mit hoher Flächeneffizienz, wel-che individuell an die Bedürfnisse der Nutzer angepasst werden können. Sie sind nutzungsfreundlich und bieten maximale Flexibilität bei minimalen Herstellungskosten.

Die Integration des Trägers in die Decke ermöglicht eine sehr einfache Installation der Haustechnik unter der Decke. Sie ist auch bei späteren Umnutzungen leicht zu-gänglich. Da aufwändige Trägerdurchführungen nicht er-forderlich sind, wird sowohl die Planungsphase als auch der Bauablauf signifikant vereinfacht. Feuerwiderstands-klassen bis R60 können ohne zusätzliche Maßnahmen er-füllt werden, R90 ist mit geringem Aufwand möglich. Hö-here Feuerwiderstandsklassen können durch einfaches Schützen der angeschweißten Auflagerplatte ebenfalls kos-tengünstig realisiert werden.

Allgemein ist in der Konzeption darauf zu achten, dass die Deckenspannweite möglichst groß gewählt wird. Das Trägergewicht liegt in der Regel zwischen 20 kg/m2

und 25 kg/m2. Beträgt die mögliche Spannweite L von Slim-Floor-Trägern ohne Verbundtragwirkung etwa L = h · 25 (mit h = Trägerhöhe), so kann die Spannweite der CoSFB sogar L = h · 35 und mehr betragen. Es können Deckenfel-der von bis zu 10 m × 14 m mit einer Konstruktionshöhe von lediglich 40 cm frei überspannt werden.

6 Referenzprojekte

Die im Folgenden kurz vorgestellten Projekte stehen stell-vertretend für eine Vielzahl in unseren europäischen Nach-barländern ausgeführter Projekte. Vor allem in Frankreich wird die CoSFB-Bauweise bereits erfolgreich eingesetzt. Die Verwendung von Profilblechdecken (z. B. Cofraplus 220 [20]) und Stahlkassettendecken (z. B. Cofradal 200, Cofradal 260) führt zu einer Optimierung des Eigengewichtes der Deckenkonstruktion und hat sich als äußerst wirtschaft-lich und effizient herausgestellt (Bild 7). Der hohe Vorfer-tigungsgrad ermöglicht einen beschleunigten Baufortschritt und minimiert die Lohnkosten der Bauphase. Folglich wer-den bei dieser Bauweise nicht nur der Verbrauch an Roh-stoffen und Primärenergie reduziert, sondern auch die all-gemeinen Gestehungskosten. Der äußerst geringe Material-verbrauch verringert die Anzahl an Materialtransporten zur Baustelle auf ein Mindestmaß und die belastenden Emissi-onen aus dem Baustellenbetrieb werden ebenfalls erheblich reduziert. Aufgrund ihres somit nur geringen Bedarfs an Primärenergie und ihres sehr niedrigen CO2-Äquivalentes pro Quadratmeter Deckenfläche, der flexiblen Nutzung der Räume bei hohem Nutzerkomfort und dem großen Recyc-lingpotenzial der Tragkonstruktion ist diese Bauweise in der ganzheitlichen Bewertung äußerst nachhaltig [21].

Bild 8 zeigt das Deckenfeld vor dem Betonieren des ersten Obergeschosses eines 2011 erstellten Bürogebäudes

hochfesten Beton ähnlich [17]. Bei den Versuchen mit Be-ton „2“ war der gewählte Bewehrungsdurchmesser von 12 mm nicht in der Lage, den Beton lokal ausreichend zu schädigen. Es erfolgte keine nennenswerte Verformung der Stabachse, die Bewehrung wurde im kritischen Schnitt ausschließlich durch eine Kraft senkrecht zur Stablängs-achse beansprucht. Die unterschiedliche Beanspruchung der Dübelbewehrung und das Tragverhalten in Abhängig-keit der Betondruckfestigkeit wurden durch die Auswertung der DMS-Messungen und die Kontrolle der Bewehrungs-stäbe, die Probekörper wurden nach den Versuchen aufge-stemmt, bestätigt.

4 Empfehlungen zur Bemessung

Die Ergebnisse der durchgeführten Push-out- und Träger-versuche ([5], [6], [10], [11]), auf die hier im Einzelnen nicht eingegangen werden kann, führten zu den in Tabelle 2 an-gegebenen Werten. Sie stellen die in einer statistischen Auswertung nach [18] ermittelten charakteristische Werte der Dübeltragfähigkeit dar. Der hierbei zur Ermittlung der Bemessungswerte zu verwendende Teilsicherheitsbeiwert gv beträgt 1,25.

Die CoSFB-Betondübel haben sich in den Versuchen ausreichend duktil verhalten, so dass sie in Trägerlängs-richtung äquidistant angeordnet werden können. Auch ist die Anwendung der Teilverbundtheorie möglich. Der Achsabstand der Stegbohrungen darf 125 mm nicht unter-schreiten. Trägerversuche haben die Aktivierung des Be-tongurtes gemäß [12] bestätigt, der Nachweis ausreichen-der Längsschubtragfähigkeit der Betongurte ist in den kri-tischen Schnitten zu führen und die Dübelbewehrung ist ausreichend im Betongurt zu verankern. Über dem Träger-oberflansch ist eine Mindestbewehrung und Bewehrung zur Begrenzung der Rissbreite anzuordnen.

Es wird empfohlen, zumindest den Nachweis der Be-tondruckspannungen am oberen Querschnittsrand zu füh-ren. Insbesondere ist darauf zu achten, dass in der Kam-mer ein Vollbetonquerschnitt vorhanden sein muss. Ein Auflegen von Profilblechen oder ähnlich, ist im Bereich der Kammer des Trägers nicht zulässig.

5 Hinweise zum Entwurf

Durch die Kombination von Betondübeln mit integrierten Deckenträgern wird der Anwendungsbereich der Slim-Floor-Bauweise deutlich erweitert. War bis dato die Spannweite der Deckenträger aus wirtschaftlichen Gründen meist auf etwa 7 m begrenzt, so sind nun mit dem CoSFB Spannwei-ten bis 12 m und sogar 14 m möglich [19]. Der Materialver-brauch der Slim-Floor-Bauweise ist optimiert, ihre Wirt-schaftlichkeit und ihre ökobilanzielle Betrachtung insge-samt verbessert. Große Spannweiten ermöglichen eine

Tabelle 2. Empfohlene charakteristische Werte der Längsschubtragfähigkeit je Ausnehmung PRk in [kN]Table 2. Recommended characteristic values of the dowel resistance PRk in [kN] per dowel

Betonklasse/Stegdicke C25/30 C30/37 C35/45 C40/50 bis C55/67

7,5 mm ≤ tw < 15,5 mm 117 125 135 122

15,5 mm ≤ tw 148 157 166 122

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in Maizières-lès-Metz, Frankreich. Der CoSFB wurde hier mit Cofradal 200, eine in Frankreich zugelassene Stahlkas-settendecke, kombiniert. Bei einer Spannweite von über 12 m beträgt die Konstruktionshöhe des CoSFB lediglich 30 cm. Der Trägerabstand von nur 5,58 m führte einerseits zu relativ geringen Beanspruchungen im Grenzzustand der Tragfähigkeit, andererseits jedoch auch zu einer gerin-gen modalen Masse, wodurch besonderes Augenmerk auf die Schwingungsanalyse zu legen war.

Die Rekonstruktion eines historischen Gebäudes in Zlin, Tschechien, zeigt Bild 9. Um die Stützen und Funda-mente des Bestandes ohne aufwändige Verstärkungen wei-terhin zu verwenden, wurde eine Konstruktion mit mög-lichst geringem Eigengewicht verwendet. Die Kombination von integrierten Deckenträgern mit Cofraplus 220 hat sich hierbei, unter den gegebenen Randbedingungen, als opti-male Lösung erwiesen.

7 Zusammenfassung und Ausblick

In den Jahren 2009 und 2011 wurde im Rahmen zweier Versuchprogramme die Anwendung tiefliegender Beton-dübel zur Realisierung von Slim-Floor-Trägern in Verbund-bauweise (CoSFB) untersucht. Das duktile Tragverhalten

der Betondübel sowie die Möglichkeit einer plastischen Bemessung der CoSFB wurde bestätigt. Die Auswertung der 2009 durchgeführten Versuche zeigte, dass eine höhere Betondruckfestigkeit nicht zwangsläufig zu einer höheren Traglast der Betondübel führt. Somit geben, im Rahmen der geplanten Anwendung, bestehende Bemessungsmo-delle die Traglasten nur unzureichend wieder. Die Analyse der zur Untersuchung dieses Phänomens abgestimmten Versuchsreihen von 2011 führte zu der Erkenntnis, dass sich die Traglast im Wesentlichen aus den Anteilen einer in den Dübel laufenden Betondruckstrebe, der Tragfähig-keit der Dübelbewehrung und aus Reibung zusammen-setzt. Das Tragverhalten der tiefliegenden Betondübel wird detailliert beschrieben. Es konnte abgeleitet werden, dass bei höheren Betondruckfestigkeiten eine Umlagerung der Beanspruchung des Bewehrungsstabes von einer reinen Querkraft in eine Quer-Zug-Interaktion eingeschränkt wird und hieraus geringere Traglasten bei geringerer Duk-tilität der Verdübelung resultieren. Basierend auf den Ver-suchsergebnissen werden Empfehlungen zur Bemessung der Verbundfuge gegeben. Sie berücksichtigen den beschrie-benen Einfluss der Betondruckfestigkeit und stellen die Anwendung auch bei Baustellenbeton mit außerplanmäßig hoher Betondruckfestigkeit sicher. Somit liegt nun eine Grundlage zur Bemessung der Betondübel im untersuch-ten Anwendungsbereich vor. Die im Beitrag gegebenen Hinweise erleichtern den Entwurf und die wirtschaftliche Anwendung der entwickelten Verbund-Slim-Floor-Träger. Ausgeführte Projekte belegen die Wirtschaftlichkeit und Praxistauglichkeit dieser Bauweise. Ein Antrag zur Ertei-lung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung liegt dem DIBt vor, ein positiver Bescheid wird erwartet. Durch die Zulassung wird die von ArcelorMittal entwickelte CoSFB-Bauweise der Allgemeinheit zugänglich. In einem weiteren Beitrag werden die Trägerversuche detailliert be-schrieben und die statistische Auswertung der in Tabelle 2 angegebenen Dübeltragfähigkeiten erläutert.

Bild 7. CoSFB mit Cofraplus 220Fig. 7. CoSFB with Cofraplus 220

Bild 8. CoSFB + Cofradal 200, Maizières-lès-Metz, FranceFig. 8. CoSFB + Cofradal 200, Maizières-lès-Metz, France

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Danksagung

Vielen Dank an die MPA Stuttgart für die professionelle Durchführung der Versuche. Unser besonderer Dank gilt Frau Prof. U. Kuhlmann und ihren Mitarbeitern, Herrn Dr.-Ing. G. Hauf, Herrn Dipl.-Ing. F. Eggert und Herrn Dr.-Ing. M. Konrad für ihren persönlichen Einsatz.

Literatur

[1] Feldmann, M., Hegger, J. et al.: Neue Systeme für Stahlver-bundbrücken – Verbundfertigteilträger aus hochfesten Werk-stoffen und innovativen Verbundmitteln. Forschungsprojekt P804, Forschungsvereinigung Stahlanwendung (FOSTA), 2012.

[2] Schmitt, V. et al.: Untersuchung zum verstärkten Einsatz von Stahlverbundkonstruktionen bei Brücken kleiner und mittle-rer Spannweite. Forschungsprojekt P629, Forschungsvereini-gung Stahlanwendung (FOSTA), 2005.

[3] DIN EN 1994-2: Eurocode 4: Bemessung und Konstruktion von Verbundtragwerken aus Stahl und Beton – Teil 2: Allge-meine Bemessungsregeln und Anwendungsregeln für Brücken. Dezember 2010.

[4] Andrä, H.-P.: Neuartige Verbundmittel für den Anschluss von Ortbetonplatten an Stahlträger. Beton- und Stahlbeton-bau 80 (1985), H. 12, S. 325–328.

[5] Hechler, O., Braun, M., Hauf, G., Kuhlmann, U.: CoSFB – The Composite Slim-Floor Beam. 6th European Conference on Steel and Composite Structures (Eurosteel). Budapest, Hungary, 2011.

[6] Kuhlmann, U. et al.: Push-out and girder tests for the deter-mination of the bending capacity and longitudinal shear capa-city of Composite Slim-Floor girder with Cofradal 200 deck elements. Versuchsbericht (unveröffentlicht). Institut für Kon-struktion und Entwurf, Universität Stuttgart, 2010.

[7] Allgemeine bauaufsichtliche Zulassung – Perfobondleiste. Deutsches Institut für Bautechnik, Zulassungsnummer Nr. Z-26.4-38, Berlin 2007.

[8] Wurzer, O.: Zur Tragfähigkeit von Betondübeln. Dissertation am Institut für Konstruktiven Ingenieurbau, Universität der Bundeswehr, München 1998.

[9] Zapfe, C.: Trag- und Verformungsverhalten von Verbundträ-gern mit Betondübeln zur Übertragung der Längsschubkräfte. Dissertation am Institut für Konstruktiven Ingenieurbau, Uni-versität der Bundeswehr, München 2001.

[10] Kuhlmann, U., Hauf, G., Eggert, F.: Push-out-Versuche zur Bestimmung der Längsschubtragfähigkeit von Verbund “Slim-Floor”-Trägern. Versuchsbericht (unveröffentlicht). Institut für Konstruktion und Entwurf, Universität Stuttgart, 2013.

[11] Hechler, O., Braun, M., Obiala, R., Hauf, G., Eggert, F., Kuhlmann, U.: CoSFB – Composite Slim-Floor Beam – Ex-perimental Test Campaign and Evaluation. Composite Con-struction VII, Australia, 2013.

[12] DIN EN1994-1-1: Eurocode 4: Bemessung und Konstruk-tion von Verbundtragwerken aus Stahl und Beton – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Anwendungsregeln für den Hochbau. Dezember 2010.

[13] Lieberum, K.-H., Reinhardt, H.-W., Weigler, H.: Das Trag-verhalten von Beton bei extremer Teilflächenbelastung. Be-ton- und Stahlbetonbau 84 (1989), H. 1, S.1–5.

[14] Leonhardt, F., Andrä, W., Andrä, H.-P., Harre, W.: Neues vorteilhaftes Verbundmittel für Stahlverbund-Tragwerke mit hoher Dauerfestigkeit. Beton- und Stahlbetonbau 82 (1987), H. 12, S. 325–331.

[15] Paulay, T., Park, R., Phillips, M. N.: Horizontal Construc-tion Joints in Cast-In-Place Reinforced Concrete. Special Pub-lication 42–27, pp. 599–616, American Concrete Institute, 1974.

[16] Lungershausen, H.: Zur Schubtragfähigkeit von Kopfbol-zendübeln. Mitteilung 88-7, Institut für konstruktiven Ingeni-eurbau Ruhr-Universität Bochum, 1988.

[17] Feldmann, M., Hegger, J., Hechler, O., Rauscher, S.: Unter-suchungen zum Trag- und Verformungsverhalten von Ver-bundmitteln unter ruhender und nichtruhender Belastung bei Verwendung hochfester Werkstoffe. Forschungsprojekt P621, Forschungsvereinigung Stahlanwendung (FOSTA), 2007.

[18] DIN EN 1990: Eurocode: Grundlagen der Tragwerkspla-nung. Dezember 2010.

[19] Braun, M., Hechler, O., Birarda, V.: 140 m2 Column Free Space due to Innovative Composite Slim Floor Design. 9th International Conference on Steel Concrete Composite and Hybrid Structures. Leeds, UK, 2009.

[20] Allgemeine bauaufsichtliche Zulassung – ArcelorMittal Sy-stemdecke Cofraplus 220. Deutsches Institut für Bautechnik, Zulassungsnummer Nr. Z-26.1-55, Berlin 2013.

[21] Braun, M., Hechler, O., Hauf, G., Kuhlmann, U.: Embodied energy optimization by innovative structural systems. Final Conference of the COST Action C25: Sustainability of Con-structions – Towards a better built environment. Innsbruck, Austria, 2011.

Autoren dieses Beitrages:Dipl.-Ing. Mathias Braun, [email protected],Dr.-Ing. Oliver Hechler, [email protected],Dr.-Ing. Renata Obiala, [email protected],ArcelorMittal Europe – Long Products,66, rue de Luxembourg,4009 Esch-sur-Alzette,Luxembourg

Bild 9. Kulturhaus in Zlin, TschechienFig. 9. Regional Culture House, Zlin, Czech Republic

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